Android-приложение для поиска дешевых авиабилетов: play.google.com
Главная -> Дуговая сваркав

0 1 2 3 4 5 6 7 8 [9] 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22

При поддержании постоянства длины дуги = const) и действующего значения тока мощность дуги с ростом коэффициента формы тока падает: ? =£д/д/А:ф.

При поддержании постоянства действующих значений дугового напряжения и тока мощность дуги не зависит от коэффициента формы тока: Р = аС/д/д/Лф = 0,9 С/д/д, поскольку снижение среднего значения тока компенсируется ростом амплитуды дугового напряжения.

Для дуги с подпиткой (особенно при сварке неплавящимся электродом) действующее значение напряжения дуги практически не зависит от коэффициента формы тока: 1/д соответственно Р = С/д/д/Лф.

Коэффициент мощности тиристорного трансформатора убьшает пропорционально росту коэффициента формы тока в тех случаях, когда поддерживается постоянство длины дуги:

cos if =

(без учета активных потерь в источнике питания).

При поддержании постоянства действующего значения напряжения дуги, например при автоматической сварке под флюсом, коэффициент мощности трансформатора при фазовом и амплитудном регулировании тока выражается одинаково:

cos = 0,9

Технологические особенности ТТ. Технологические особенности ТТ изучены недостаточно. Есть сведения [30], что повыщение плотности тока в электроде при сварке от ТТ и более резкое нарастание тока способствуют мелкокапельному переносу металла, при этом уменьшаются вьп-орание примесей и перегрев изделия.

Исследование микроструктуры и механических свойств швов показали, что при сварке знакопеременньаот импульсами в 1,5-2 раза сокращается зона термического влияния, уменьшается зернистость, повышаются прочность и пластичность шва.

Однако рост коэффициента формы сварочного тока при увеличении глубины регулирования неблагоприятно отражается на стойкости обмазки штучного электрода и износостойкости вольфрамового электрода: дуга равной мощности при повьппенном кф требует большего диаметра электрода.

При автоматической сварке под флюсом на стандартных режимах из-за повьппенной длины дуги появляется тенденция к парообразованию в швах, что вьшуждает вьшолнять трансформаторы с разбивкой полного диапазона регулирования тока на ступени, рекомендовать сварку на пониженных на 10-15% значениях действующего напряжения дуги. Установлено, что сварка плавящимся электродом дает удовлетворительные результаты при коэффициенте формы тока, не превьппающем 1,4. 56

В ТТ с прерьшистым регулированием для того, чтобы вьшолнялось условие к < 1,4, диапазон плавного регулирования не должен быть более 2. Если учесть, что максимальный ток дуги примерно равен 0,7/.3 (Тдтах = 07), пределы регулирования тока дуги составляют 7д = = 0,35 ... 0,7. В ТТ с цепью подпитки диапазон плавного регулирования значительно шире. Так, цепь подпитки с и = 0,1 позволяет плавно регулировать ток 7д = 0,1 ... 0,7 с коэффициентом формы не вьппе 1,45 (рис. 3.10, д).

Силовой трансформатор. Существенное достоинство ТТ - простота и надежность силового трансформатора. Отсутствие подвижных частей и стальных шунтов, требующих высокого качества сборки и подверженных вибрации, позволило сделать этот важнейший узел источника питания простым в изготовлении и долговечным в эксплуатации.

В ТТ получила распространение традиционная двухстержневая конструкция трансформатора с фиксированньпк! повьппенным магнитным рассеянием (рис. 3.11). Первичная 1 и вторичная 2 обмотки состоят из двух катушек. На каждом стержне катушки и изоляционные колодки образуют слоеный набор, зажатый между нижними швеллерами и шпильками с опорой в верхних швеллерах. Расстояние между первичной и вторичной обмотками составляет 2-4 см.

Индуктивное сопротивление х такого трансформатора может быть рассчитано по приведенным ранее формулам. Для приближенных расчетов может быть рекомендована эмпирическая формула

X = 1,8 • 10-*Лок (1 + 1,45 -),

где Лок> ок - высота и ширина окна, см; b - толщина набора, см.

Для создания диапазона малых токов применена реакторная дисковая обмотка 3, установленная в окне трансформатора в плоскости, параллельной его стержням. Реакторная обмотка включается последовательно и согласно с первичной обмоткой или последовательно и встречно со вторичной обмоткой трансформатора. Обратное включение реакторной обмотки, например согласно со вторичной обмоткой трансформатора, вызывает увеличение тока короткого замыкания.

Если высота реакторной обмотки в окне трансформатора незначительно отличается от суммарной высоты силовых катушек, то число ее витков для рассматриваемой конструкции может быть определено по формуле

гк.з =/2к.э/(0,5и +0,75п+ 1),

Рис. 3.11. Силовой трансформатор с реакторной обмоткой




где /2к.з> 2к.з - ТОКИ короткого замыкаш1Я трансформатора с реакторной обмоткой и без нее; п - отношение чисел витков реакторной и первичной или вторичной силовой обмотки.

3.4. РЕЖИМЫ РАБОТЫ ТИРИСТОРОВ В ФАЗОРЕГУЛЯТОРЕ

Основным условием многолетней безаварийной работы ТТ является правильный выбор силовых тиристоров. При этом должны быть учтены тепловые нагрузки тиристоров в номинальном и максимальном режимах работы, технологические и аварийные перегрузки, циклические нагрузки, скорости нарастания напряжения и тока, особенности управления тиристорами. Во всех режимах работы тиристорного фазорегулятора, кроме аварийного, температура структуры тиристора не должна превьшить максимального значения Гтах = 125 "С. Величину Г определяют по формуле Т = jP/?r + Г,,, где F - мопцюсть потерь в тиристоре, Вт; - тепловое сопротивление, °С/Вт; - температура окружающей среды, °С.

Величина зависит от конструкции тиристора и охладителя (радиатора), от способа и интенсивности охлаждения и от времени, прошедшего с момента начала нагрева структуры. Тепловое сопротивление уменьшается при увеличении скорости обдува охладителя или увеличении расхода воды в тиристорах с водяньа* охлаждением; минимальное в начале нагрева, тепловое сопротивление становится максимальным (установившимся) i? - уст> когда температура охладителя установится на определенном уровне нагрева. Графики зависимости величины Лт от условий охлаждения и времени нагрева приводятся для типовых конструкций охладителей в справочной литературе и каталогах тиристоров.

Мощность потерь в одном тиристоре фазорегулятора можно определить из соотношения

Р = 0.5(С/о/ер+Лд/),

где {/о, - пороговое напряжение и динамическое сопротивление тиристора, значения которых приведены в каталоге; /„ - заданный действующий ток фазорегулятора; Ip - суммарный средний ток.

Для расчета нагрева тиристоров трансформатора, работающего с ПВ = 100%, пользуются установившимся значением теплового сопротивления.

При циклической нагрузке определяют максимальную и минимальную температуру структуры:

7"=РЛ;.„ + Го; T"=PR; + To,

где Лх.ц, Лт!ц - тепловые сопротивления в момент окончания импульса нагрузкм и в момент окончания паузы.

Для ТТ с принудительным воздушным охлаждением тиристоров при скорости охлаждающего воздуха не менее 6 м/с, работающих с ПВ =

= 60% при 10-минутном цикле, можно считать Лт.ц = -уст и Лт!ц О, т. е. за 6 мин нагрузки тиристор нагревается до установившейся температуры, а за 4 мин паузы остьтает до температуры окружающего воздуха.

Для ТТ с естественным воздушным охлаждением тепловое сопротивление в режиме циклической нагрузки можно определить по формулам:

т.ц = кЯуст + (1 - )Лц + и - ц*и,

R т.ц = kRyct + (1 - k)RJ - R„,

где к = ПВ%/100; R - величина Л» соответствующая длительности цикла сварки r„; - величина Л, соответствующая длительности импульса нагрузки Г„; Лц+и - величина Л. соответствующая суммарному времени импульса нагрузки и цикла Так, для ПВ = 60% будет к = 0,6; Гц = 600 с (при обычно принятом 10-минутном цикле) ; Г„ = 360 с; Гц + „ = 960с.

Изменение температуры при циклической нагрузке AT = Т - Т" = = Р(Лц - Лт!ц ) определяет допустимое число циклов и, следовательно, срок службы тиристора.

В процессе сварки тиристоры испытьшают кратковременные технологические перегрузки. Например, короткое замыкание сварочной цепи в момент возбуждения дуги увеличивает ток фазорегулятора в 1,3-2 раза по сравнению с номинальным. Температура тиристора в момент окончания технологической перегрузки

т.п - +(Луст - т.п) +к.эт.п.

где Р - мощность потерь в режиме, предшествовавшем перегрузке; к.з - мощность потерь в режиме короткого замыкания нагрузки; т.п - тепловое сопротивление, соответствующее длительности технологической перегрузки.

Наибольшему нагреву структура тиристоров подвергается в аварийном режиме. Для ТТ с фазорегулятором в цепи первичной обмотки силового трансформатора аварийный режим наступает при потере управления одним из тиристоров. При этом происходит насыщение магнитопровода трансформатора постоянным током тиристора, сохранившего управление, и резкое нарастание этого тока. На рис. 3.12 приведена осциллограмма тока тиристора в аварийном режиме для трансформатора ТДФЖ-2002 - от момента отключения цепи управления вторым тиристором фазорегулятора до срабатьшания электромагнитного расцепления защитного автоматического выключателя. Уставка по току срабатывания автоматического вьпслючателя равна 4000 А.

Аварийный режим может возникнуть и во время переходных процессов в трансформаторе, например при возбуждении дуги, если длительность импульсов управления тиристорами недостаточна: при длительности интервала проводимостш одного тиристора в > п второй тиристор не может включиться до окончания полуволны тока первого (подуволновой эффект). Расчет темоературытиристора• а»»



6000 5000

3000 2000 -

то -

Т=20мс

0 h h

Рис. 3.12. Осциллограмма тока тиристора в аварийном режиме (трансформатор

ТДФЖ-2002)

рийном режиме требует наличия осциллограмм аварийного тока й может быть выполнен по следующей методике:

последовательно с одним из тиристоров включают шунт, сигнал с которого подают иа шлейф осциллографа;

включают трансформатор иа заданный режим работы;

спустя 0,1-0,5 с после начала записи тока тиристора снимают сигнал управления со второго тиристора. Запись продолжают до момента срабатьтания автоматического выключателя в первичной цепи ТТ;

по осциллограмме определяют амплитуду /;„ и длительность в импульсов аварийного тока;

пользуясь известными формулами, находят среднее и действующее значения тока каждого импульса:

ср/ =

Ы1 в

151 Т

Во-аВЯ

где Т =20 мс - период следования импульсов.

Затем определяют среднюю н максимальную мощность каждого импупьса:

р/ =f.cp/ +Лд/,-: Рах/ = U.Imi +Лд/,-. Для расчета максимальной температуры структуры тиристора реальный импульс Тока заменяют прямоугольным импульсом (рис. 3.12). Этот эквивалентный импульс Ик.еет такое же значение максимальной и средней мощности, как и реальный импульс, и длительность 9,-, равную TPj/Pjjj, чтобы сохранить прежнее соотношение между максимальной и средней мощностью. Такой способ пересчета в прямоугольные импульсы, как известно, соответствует худшему случаю приближения, так как прямоугольный импульс, вызывает большее повыщение температуры, чем импульс любой другой формы с такими же максимальным и средним значениями мощности. Таким образом, в расчет вносят определенный запас.

Дальнейший расчет производят, пользуясь методом наложения, при котором прекращение действия импульса с определенной мощностью представляется в виде появления импульса с таким же значением мощности, но со знаком мниус [31]. Так, если действие прямоугольного импульса с мощностью Р начинается в момент времени fg, а заканчивается в момент времени fj, то температура структуры тиристора в момент fj будет равна

2 =(0,2) -(1,2) • Здесь Л (О 2) " (1.2) ~ тепловые сопротивления, соответствующие интервалам времени (.t, - tи (t - 1.

Аварии предшествовал режим сварки на номинальном токе при мощности потерь Р„ и установившейся температуре структуры тиристора аТ = РоРуст-Превышение температуры в моменты времени fj и Г j:

ДГ, =Р, (Луст-Л(о,1)) +ЛЯ(0,1);

ЛТ = /<, (Луст - Л (0,2)) 1 (0,2) ~ (1,2))-

В этих выражениях P - максимальная мощность первого импульса аварийного тока, а интервал времени в миллисекундах (f, - ?„) = 9, = Picpllmax-

Если температура структуры перед началом последнего импульса перегрузки = Го + ДГ, не превышает 125 °С, то, пользуясь данными каталога, приведенными для этой температуры, убеждаемся, что амплитуда последнего импульса перегрузки не превышает допустимого значения ударного тока тиристора.

Наряду С нагревом структуры тиристора надежность работы фазорегулятора зависит от скорости нарастания прямого напряжения тиристора duldt и прямого тока dijdt. Наибольшее значение duldt на тиристоре возникает в момент восстановления анодного напряжения после прохождения очередной полуволны тока во втором тиристоре. Скорость восстановления анодного напряжения при коротком замыкании цепи нагрузки и = я/2 достигает 20-40 В/мкс и может вызвать самопроизвольное включение тиристора. Включение одного из тиристоров сразу после окончания проводимости второго эквивалентно замене тиристора неуправляемым диодом. В первичной цепи сварочного трансформатора появляется постоянная составляюшая тока, нарастание тока сопровождается сильной вибрацией и повьпиенным "гудением" трансформатора.

Величина dujdt может бьсть снижена включением конденсатора параллельно первичной .обмотке силового трансформатора. При включенном тиристоре конденсатор заряжен до сетевого напряжения, а с момента выключения тиристора разряжается на первичную обмотку трансформатора со скоростью, определяюшей величину dujdt на втором тиристоре регулятора. В ТТ с прерьшистым регулированием тока dujdt определяется емкостью конденсатора в цепи импульсной стабилизации и сопротивлением цепи его разряда. Так, в трансформаторе ТДФЖ-1002 при емкости конденсатора в цепи импульсной стабилизации С= ЮмкФ величина dujdt снижается до 3 В/мкс.

Необходилюсть учета dijdt объясняется тем, что процесс отпирания тиристора развивается сначала лишь в окрестности управляющего элек-



0 1 2 3 4 5 6 7 8 [9] 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22



0.0127
Яндекс.Метрика